周志杰,池元清,蔡舒鵬,張 琪,唐雪松,張永康,4+

(1.廣東工業(yè)大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,廣東 廣州 510006;2.廣東省海洋能源裝備先進(jìn)制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,廣東 廣州 510006;3.沈陽飛機(jī)設(shè)計(jì)研究所揚(yáng)州協(xié)同創(chuàng)新研究院有限公司,江蘇 揚(yáng)州 225002;4.廣東鐳奔激光科技有限公司,廣東 佛山 528200)

0 引言

電弧增材制造(Wire Arc Additive Manufacturing, WAAM)是一種基于分層制造與逐層疊加原理,利用電弧作為熱源沉積金屬絲材的技術(shù)。該技術(shù)適用于制造體積較大以及結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜的構(gòu)件。電弧增材制造具有效率高、成本低、可以提高設(shè)計(jì)自由度等優(yōu)點(diǎn),在航空航天、軌道交通、船舶等領(lǐng)域表現(xiàn)出巨大的應(yīng)用前景[1-2]。然而,由于電弧增材制造過程中的高溫度梯度以及不均勻加熱與冷卻導(dǎo)致構(gòu)件發(fā)生復(fù)雜的塑性變形,使得構(gòu)件內(nèi)部存在較大的殘余拉應(yīng)力[3-4]。尤其是針對薄壁件與大尺寸零件,過高的殘余拉應(yīng)力極易引起構(gòu)件的變形與裂紋,降低構(gòu)件的疲勞壽命[5]。因此,研究與控制電弧增材構(gòu)件內(nèi)部的殘余應(yīng)力,對于有效提高增材構(gòu)件成形質(zhì)量至關(guān)重要。

殘余應(yīng)力是一種無任何外部載荷的固體內(nèi)部的鎖定應(yīng)力[6]。目前,已有大量學(xué)者從實(shí)驗(yàn)測量與數(shù)值模擬的角度開展電弧增材制造構(gòu)件的殘余應(yīng)力研究[7-11]。實(shí)驗(yàn)測量作為獲得構(gòu)件殘余應(yīng)力最直接的手段,分為破壞性與非破壞性測量方法。破壞性的測量手段包括鉆孔法與輪廓法等[12-13],非破壞性的測量手段包括X射線衍射法與中子衍射法等[7,14]。然而,僅憑實(shí)驗(yàn)測量難以完整分析構(gòu)件的殘余應(yīng)力場分布,同時(shí)存在損傷構(gòu)件的可能性。數(shù)值模擬則較好地彌補(bǔ)了實(shí)驗(yàn)測量的缺陷,可以更為詳盡地獲得增材構(gòu)件時(shí)空上的應(yīng)力數(shù)據(jù)。潘宇等[14]基于Simufact Welding有限元分析軟件,對鎢極氣體保護(hù)(Tungsten Inert Gas,TIG)電弧增材鎳基高溫合金GH4169單道多層應(yīng)力場進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)果表明電弧增材成形件的殘余應(yīng)力主要集中于起弧與熄弧處底端,總變形量呈對稱分布且在橫向上翹曲程度最大。姚波等[15]采用商業(yè)有限元分析軟件ABAQUS分析了3種典型電弧增材制造薄壁構(gòu)件的熱-應(yīng)力場演變,并探究了基板厚度對成形過程熱應(yīng)力變形演化的影響。結(jié)果表明,對于矩形框構(gòu)件來說,基板結(jié)構(gòu)和約束方式對成形件熱應(yīng)力變形演化行為有較大影響。LI等[16]研究了激光與冷金屬過渡(Cold Metal Transfer,CMT)混合增材制造中路徑策略對殘余應(yīng)力和變形的影響。將有限元分析與實(shí)驗(yàn)相互驗(yàn)證,以增材制造一架商用飛機(jī)載重架為例,證明了分段往復(fù)路徑策略為最佳沉積路徑策略。事實(shí)上,增材制造構(gòu)件的斷裂與疲勞壽命評估往往是需要在相對小的感興趣區(qū)域分析精確的殘余應(yīng)力,而這通常需要消耗大量的計(jì)算資源進(jìn)行全過程模擬。以GORNYAKOV等[17]研究的CMT電弧增材制造有限元分析為例,模擬沉積20層長度為500 mm的薄壁件需要88小時(shí)才能完成。

因此,在工藝實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上,確定殘余應(yīng)力場的另一種方法是使用MURA[18]介紹的基于實(shí)驗(yàn)測量值的本征應(yīng)變(固有應(yīng)變)分布重構(gòu)法。他首先提出殘余應(yīng)力的產(chǎn)生是由于固體內(nèi)部產(chǎn)生的不相容應(yīng)變。這種不相容應(yīng)變被稱為“本征應(yīng)變”,包含了因塑性變形、熱膨脹失配或相變等非彈性過程而導(dǎo)致的任何永久性應(yīng)變。文獻(xiàn)[19-21]在該基礎(chǔ)上提出了本征應(yīng)變的可轉(zhuǎn)移性,他們認(rèn)為一旦在一定的加工參數(shù)下得到本征應(yīng)變沿深度方向的分布,在加工參數(shù)不變的情況下,可以簡單地將其引入新的或復(fù)雜的幾何模型中。目前,已有部分學(xué)者使用本征應(yīng)變法重構(gòu)不同工藝下構(gòu)件的殘余應(yīng)力分布。尹清遠(yuǎn)等[22]通過改進(jìn)固有應(yīng)變理論,從有限元熱力耦合分析模型中提取固有應(yīng)變矢量,轉(zhuǎn)移至結(jié)構(gòu)更復(fù)雜的模型中,實(shí)現(xiàn)了激光增材構(gòu)件應(yīng)力與變形的高效預(yù)測。SMITH等[23]將這一理論運(yùn)用至板材焊接殘余應(yīng)力場重構(gòu)的研究中。董志波等[24]通過將輪廓法與固有應(yīng)變理論相結(jié)合,使用切比雪夫多項(xiàng)式疊加獲得焊接構(gòu)件的固有應(yīng)變函數(shù),驗(yàn)證了所提方法的可靠性。

上述學(xué)者均是以“正向”進(jìn)行殘余應(yīng)力重構(gòu),即構(gòu)件的本征應(yīng)變場是規(guī)定的或已知的,通過重構(gòu)獲得完整的殘余應(yīng)力場。本文從“逆向”的角度出發(fā),在前期針對激光沖擊應(yīng)力場重構(gòu)的研究基礎(chǔ)上[25],提出一種通過應(yīng)力迭代重構(gòu)電弧增材AA7075鋁合金薄壁件殘余應(yīng)力場的新方法。相較于前期研究使用“偽實(shí)測點(diǎn)”,本研究從實(shí)際應(yīng)用角度出發(fā),即基于構(gòu)件有限的殘余應(yīng)力測量值,將其應(yīng)力分量使用基函數(shù)表示并引入有限元靜力平衡分析生成應(yīng)力場,再采用比例積分調(diào)整的迭代方法使輸出應(yīng)力與實(shí)測應(yīng)力之間的誤差最小,最終實(shí)現(xiàn)利用有限測量點(diǎn)高效重構(gòu)完整殘余應(yīng)力場。為證明所提方法應(yīng)用于電弧增材構(gòu)件上的有效性,本文分別從殘余應(yīng)力的試驗(yàn)真實(shí)值與熱彈塑性模型仿真值進(jìn)行對比驗(yàn)證。

1 試驗(yàn)與方法

1.1 電弧增材試驗(yàn)與殘余應(yīng)力測定

圖1為電弧增材AA7075鋁合金薄壁件及其過程中應(yīng)力分布機(jī)制示意圖,直徑為1.2 mm的AA7075鋁合金焊絲通過惰性氣體保護(hù)(Metal-Inert Gas,MIG)焊槍逐層往復(fù)沉積至尺寸為100 × 100 × 20 mm3的AA7075鋁合金基板表面。如圖1b所示,在WAAM過程中,熱源所在區(qū)域急劇升溫發(fā)生局部熔合。由于受熱材料受到周圍冷材料的約束而發(fā)生熱膨脹,在熔合區(qū)前方產(chǎn)生壓應(yīng)力。由于高溫顯著降低了屈服應(yīng)力水平,熔合區(qū)的應(yīng)力非常低。當(dāng)熱源經(jīng)過后,受熱的材料在短時(shí)間內(nèi)冷卻收縮并受到周圍冷材料的約束,從而產(chǎn)生拉應(yīng)力。當(dāng)這種拉伸和壓縮應(yīng)力超過材料的屈服極限時(shí),則產(chǎn)生塑性應(yīng)力。圖1c和圖1d為電弧增材新層加熱與冷卻過程中的應(yīng)力分布示意圖,當(dāng)增材新層并對其進(jìn)行加熱時(shí),新層發(fā)生熱膨脹并受到下方溫度較低的舊層限制,導(dǎo)致新層存在壓應(yīng)力,下方舊層部分存在拉應(yīng)力。當(dāng)熱源經(jīng)過后,新層迅速冷卻收縮,此時(shí)新層中存在拉應(yīng)力,舊層存在壓應(yīng)力。為滿足彎矩平衡,WAAM零件底部的基板形成拉應(yīng)力區(qū),整體從上到下形成“拉-壓-拉”的應(yīng)力分布。

圖1 WAAM過程中應(yīng)力分布機(jī)制

試驗(yàn)材料AA7075鋁合金化學(xué)成分如表1所示,電弧增材關(guān)鍵工藝參數(shù)如表2所示。

表1 AA7075鋁合金化學(xué)成分

表2 電弧增材AA7075鋁合金薄壁件工藝參數(shù)

使用XL-640型Х射線應(yīng)力測定儀分析電弧增材AA7075鋁合金薄壁件的殘余應(yīng)力分布。測點(diǎn)范圍如圖2所示,為避免邊緣效應(yīng)的影響,考慮到電弧增材薄壁件的主要?dú)堄鄳?yīng)力在面內(nèi)方向,選擇位于薄壁件中心寬度的x-z截面進(jìn)行縱向剖切釋放大部分面外應(yīng)力,而面內(nèi)的約束和邊界條件變化對所測面內(nèi)主要?dú)堄鄳?yīng)力造成的變化有限。從分別距基板上表面高度8.5 mm,10 mm,11.5 mm的A-A線,B-B線,C-C線上各均勻選取20個(gè)面內(nèi)測點(diǎn)進(jìn)行殘余應(yīng)力測量。應(yīng)力測試前使用電火花加工對薄壁件進(jìn)行切割,并對待測表面進(jìn)行電解拋光。測量過程選取sin2ψ法,利用Cu-Κα X射線輻射位于2θ = 139°的Al {311}衍射晶面。每個(gè)測點(diǎn)采用9β角與5°振蕩的側(cè)傾角,使用高斯函數(shù)擬合計(jì)算殘余應(yīng)力。

圖2 殘余應(yīng)力測點(diǎn)范圍

1.2 熱彈塑性模型電弧增材有限元分析

電弧增材AA7075鋁合金薄壁件的熱彈塑性模型如圖3所示,其網(wǎng)格尺寸最小為1 mm,由25 408個(gè)單元和30 145個(gè)節(jié)點(diǎn)組成,整個(gè)分析過程使用ANSYS進(jìn)行順序熱力耦合分析。首先使用網(wǎng)格類型為八節(jié)點(diǎn)簡化積分六面體單元Solid70進(jìn)行三維瞬態(tài)熱分析,通過施加移動熱源與生死單元技術(shù)來模擬增材過程。其次采用了與各向同性硬化相關(guān)聯(lián)的Von-Mises屈服準(zhǔn)則熱彈塑性材料模型,使用ETCHG指令將單元從Solid70轉(zhuǎn)換為Solid185,使用LDREAD等指令加載溫度場結(jié)果作為應(yīng)力分析模型的初始條件來進(jìn)行力學(xué)分析,在熱分析與力學(xué)分析中網(wǎng)格保持不變。

圖3 電弧增材制造熱彈塑性模型

考慮到AA7075鋁合金的熱物理參數(shù)在公開文獻(xiàn)中并不完備,特別是在接近熔化狀態(tài)的高溫區(qū)域,這些參數(shù)的缺乏限制了有限元分析中對材料性能模擬的能力。因此,本研究采用了熱力學(xué)模擬軟件Jmat-Pro,對AA7075鋁合金在不同溫度條件下的材料性能進(jìn)行了詳細(xì)計(jì)算與分析,如圖4所示。此外,由于實(shí)際電弧增材制造過程中復(fù)雜的物理和化學(xué)變化,為提高計(jì)算效率,本研究對模型進(jìn)行了簡化,并進(jìn)行一些必要的假定[26]:

圖4 AA7075鋁合金熱物理參數(shù)

(1)基材和沉積材料被假設(shè)為連續(xù)的均勻介質(zhì),材料的熱物理性能隨溫度變化而變化。

(2)設(shè)定環(huán)境溫度為25℃,忽略模型與工作臺的熱傳導(dǎo)作用。

(3)沉積層均簡化為具有統(tǒng)一厚度的矩形。

(4)忽略電弧增材過程材料的相變效應(yīng)。

本文使用GOLDAK等[27]提出的三維雙橢球模型來模擬電弧增材的熱源,如圖5所示,其數(shù)學(xué)表示為:

(1)

(2)

圖5 雙橢球熱源模型

式中:Q為有效熱輸入量;af與ar分別為前后半球的長半軸;b為短半軸;c為熱源深度;ff與fr分別為熱源前后部分的能量分布系數(shù)。

在力學(xué)分析中,程序讀取由熱分析產(chǎn)生的溫度分布?xì)v史,并將其作為熱負(fù)荷應(yīng)用。網(wǎng)格和材料性能保持與熱分析中相同,單元類型從Solid70切換到Solid185進(jìn)行力學(xué)分析。使用普遍用于WAAM仿真的簡化夾緊約束[28],即對基板底面上所有節(jié)點(diǎn)的運(yùn)動進(jìn)行全方位的約束。這種幾何簡化避免了分析過程中可能發(fā)生的單元畸變,并且在不犧牲關(guān)鍵物理?xiàng)l件的情況下顯著提高了模型收斂速度。

1.3 應(yīng)力迭代法重構(gòu)電弧增材殘余應(yīng)力場

1.3.1 本征應(yīng)變相容原理

固體內(nèi)部因任何一種非彈性過程而引入的不可恢復(fù)永久性應(yīng)變被稱為本征應(yīng)變。本征應(yīng)變引起固體材料內(nèi)部發(fā)生變形不相容,從而導(dǎo)致殘余應(yīng)力的產(chǎn)生。因此,殘余應(yīng)力被定義為在沒有任何外部載荷存在的固體中的鎖定應(yīng)力。電弧增材過程中由于溫度梯度與熱膨脹系數(shù)的差異導(dǎo)致塑性變形不均勻而形成殘余應(yīng)力,因此電弧增材過程中零件內(nèi)部因熱應(yīng)力發(fā)生的塑性應(yīng)變即為本征應(yīng)變?；谛∽冃卫碚?當(dāng)含有殘余應(yīng)力的固體要達(dá)到平衡狀態(tài),必須滿足小應(yīng)變不相容條件。在小變形近似條件下,總應(yīng)變εr可以分解為彈性應(yīng)變e和本征應(yīng)變ε*兩部分:

εr=e+ε*。

(3)

在線性彈性材料中,總應(yīng)變必須相容以保持變形連續(xù)性。因此,引入本征應(yīng)變時(shí),三維固體的小應(yīng)變相容方程可表示為[29]:

(4)

式中:Δ(x,y,z) = [Δ1,Δ2,Δ3,Δ4,Δ5,Δ6]T為方程右側(cè)本征應(yīng)變不相容而產(chǎn)生的額外載荷項(xiàng)。固體內(nèi)部應(yīng)變完全相容時(shí),Δ= 0。

當(dāng)固體內(nèi)部含有殘余應(yīng)力時(shí),邊界條件要求該物體在所有邊界處沒有應(yīng)力牽引,因此在沒有外部載荷的情況下,應(yīng)力張量σ的平衡方程表示為:

divσ=0。

(5)

對于剛度張量為C的線彈性材料,應(yīng)力張量σ可通過胡克定律定義如下:

σ=C∶e。

(6)

對于各向同性的線彈性材料,上述公式可改寫為:

(7)

式中:G為材料的剪切模量;E為材料的彈性模量;ν為材料的泊松比

以額外載荷項(xiàng)Δ1為例:

(8)

綜上所述,當(dāng)本征應(yīng)變與材料彈性性質(zhì)可以確定后,通過計(jì)算額外載荷項(xiàng)Δ,就可確定不相容固體內(nèi)完整的殘余應(yīng)力場,即為本文所提應(yīng)力迭代法的基本原理。在本研究WAAM過程中薄壁件發(fā)生的塑性應(yīng)變?yōu)楸菊鲬?yīng)變,然而基于ANSYS的有限元分析后處理中只能提取單元或節(jié)點(diǎn)的等效塑性應(yīng)變,無法直接提取塑性應(yīng)變分量,而總應(yīng)變分量與彈性應(yīng)變分量是已知的,因此可間接計(jì)算出本征應(yīng)變分量。

1.3.2 殘余應(yīng)力迭代重構(gòu)

圖6為基于有限元分析的應(yīng)力迭代法重構(gòu)電弧增材鋁合金薄壁件殘余應(yīng)力場的流程圖。在力學(xué)分析中,固體存在3個(gè)正應(yīng)力分量與3個(gè)剪切應(yīng)力分量。由于電弧增材制造中新的沉積層對先前沉積層產(chǎn)生的剪切應(yīng)力十分有限,根據(jù)LIANG等[30]報(bào)道的在增材制造過程中,新的沉積層在豎直方向上的應(yīng)變只使當(dāng)前層收縮,對下面的沉積層不會產(chǎn)生應(yīng)力。因此,本文只考慮縱向(σLR)以及橫向(σTR)上的殘余應(yīng)力分量基本不會影響結(jié)果。首先,根據(jù)X射線衍射法測量WAAM薄壁件映射區(qū)域中假設(shè)包含所有本征應(yīng)變的有限樣本點(diǎn)的殘余應(yīng)力值,該殘余應(yīng)力實(shí)測值需要保證一定程度上的連續(xù)性,以提高后續(xù)擬合與重構(gòu)精度。由于現(xiàn)有殘余應(yīng)力測量手段難以充分測量構(gòu)件縱向以及橫向上的殘余應(yīng)力分量空間分布,采用式(9)所示MASUBUCHI等[31]提出的電弧加工殘余應(yīng)力分量公式作為基函數(shù),對有限樣本點(diǎn)的殘余應(yīng)力測量值進(jìn)行三維重構(gòu),構(gòu)造的殘余應(yīng)力分量函數(shù)如圖7所示。為避免邊緣效應(yīng),選取圖8所示模型的中間部位作為殘余應(yīng)力重構(gòu)映射區(qū)域,將應(yīng)力分量逐層分配到有限元模型中單元的高斯積分點(diǎn)。

(9)

圖6 應(yīng)力迭代法重構(gòu)殘余應(yīng)力場流程圖

圖8 重構(gòu)殘余應(yīng)力映射區(qū)域

式中:σr為殘余應(yīng)力分量;σm為最大殘余應(yīng)力;f為殘余應(yīng)力分量寬度;η為層間溫度修正系數(shù)。

假設(shè)σinput為映射區(qū)域樣本點(diǎn)實(shí)測應(yīng)力,在第一次迭代中運(yùn)行靜力平衡分析。由于外部應(yīng)力場的引入,映射區(qū)域和未映射區(qū)域的應(yīng)力分量將會重新分布,假設(shè)σoutput是經(jīng)過一次迭代后映射區(qū)域內(nèi)的重分布應(yīng)力。當(dāng)發(fā)生應(yīng)力重分布時(shí),此時(shí)σinput與σoutput之間會產(chǎn)生偏差。為保證多次迭代后σoutput最終收斂于σinput,在后續(xù)迭代中對輸出應(yīng)力進(jìn)行比例-積分(Proportional-Integral, PI)調(diào)整,使其達(dá)到目標(biāo)實(shí)測值,調(diào)整方程如下:

(10)

本文使用ANSYS APDL編寫程序腳本實(shí)現(xiàn)應(yīng)力迭代重構(gòu)。在整個(gè)迭代過程中,網(wǎng)格不變,應(yīng)力分量通過APDL中的INFI語句分配給單元的高斯積分點(diǎn)。

2 應(yīng)力迭代法重構(gòu)殘余應(yīng)力場驗(yàn)證與分析

2.1 X射線衍射法測得殘余應(yīng)力

如圖9所示分別為電弧增材制造AA7075鋁合金薄壁件中心層x-z平面測定的縱向與橫向殘余應(yīng)力值,以及根據(jù)式(9)構(gòu)造的殘余應(yīng)力分量值。隨著縱向沉積長度的增加,縱向殘余應(yīng)力基本呈對稱分布,并在電弧的起弧與滅弧點(diǎn)發(fā)生了應(yīng)力突變。在沉積層中垂線附近,較高的縱向殘余拉應(yīng)力是為了不斷平衡因沉積層數(shù)堆積而引起的循環(huán)受熱膨脹與冷卻收縮。當(dāng)遠(yuǎn)離沉積層中垂線時(shí),高殘余拉應(yīng)力降低至接近于零的輕微殘余拉應(yīng)力。與此同時(shí),橫向殘余應(yīng)力明顯低于縱向殘余應(yīng)力,但在中間區(qū)域仍具有明顯的拉伸性質(zhì)。

圖9 X射線衍射應(yīng)力值與基函數(shù)構(gòu)造值

2.2 熱彈塑性模型計(jì)算得殘余應(yīng)力

基于表2的電弧增材工藝,采用雙橢球熱源與熱彈塑性模型模擬電弧增材制造AA7075鋁合金薄壁件,圖10為縱向中心截面的應(yīng)力分布云圖,應(yīng)力仿真值與X射線衍射測得實(shí)驗(yàn)值的對比結(jié)果如圖11所示。數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果呈現(xiàn)相似的趨勢,除了遠(yuǎn)離沉積層中垂線的起弧與滅弧區(qū)域外,殘余應(yīng)力的仿真值與實(shí)測值較為吻合,拉應(yīng)力峰值均出現(xiàn)在沉積層中垂線附近,整體呈現(xiàn)對稱分布,驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。二者存在一定偏差主要?dú)w因于模擬過程中的熱源特征參數(shù)是恒定的,但在真實(shí)試驗(yàn)中是變化的,同時(shí)材料的熱物理性質(zhì)和模型的網(wǎng)格質(zhì)量也影響模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。另外,在X射線衍射法應(yīng)力測試中,由于本文為避免邊緣效應(yīng)對試樣進(jìn)行了縱向剖切取樣,釋放了部分殘余應(yīng)力,同時(shí)樣品表面質(zhì)量對X射線衍射法測得的殘余應(yīng)力也會有較大影響。

圖10 熱彈塑性模型應(yīng)力分布云圖

圖11 熱彈塑性模型與X射線衍射應(yīng)力結(jié)果對比

2.3 應(yīng)力迭代法重構(gòu)殘余應(yīng)力場對比分析

經(jīng)50次應(yīng)力迭代,直到映射區(qū)域輸出的殘余應(yīng)力與實(shí)測值滿足收斂條件,總體上獲得了完整的殘余應(yīng)力重構(gòu)。熱彈塑性模型與應(yīng)力迭代重構(gòu)的殘余應(yīng)力三維分布結(jié)果如圖12所示。圖13為各方法對B-B線的應(yīng)力測量結(jié)果對比。應(yīng)力迭代法重構(gòu)的殘余應(yīng)力對比實(shí)測值與熱彈塑性模型仿真值,其重構(gòu)結(jié)果的一致性較好,可以在令人滿意的水平上重構(gòu)整個(gè)WAAM薄壁件的殘余應(yīng)力場。同時(shí)重構(gòu)值存在一定的誤差,這是由于考慮到本研究殘余應(yīng)力檢測手段與成本,觀測與迭代的應(yīng)力張量僅為二階張量(縱向與橫向),并非包括所有方向(三個(gè)正應(yīng)力分量與三個(gè)剪切應(yīng)力分量),相當(dāng)于是信息缺失的迭代。因此,在三維復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)分析時(shí),會產(chǎn)生相對誤差。需要注意的是,應(yīng)力迭代法重構(gòu)的應(yīng)力最大值與仿真值相差較大,這是由于直接參與重構(gòu)的應(yīng)力分量位于薄壁件中心穩(wěn)定區(qū)域,對于薄壁件與基板接合的應(yīng)力集中處以及起弧與滅弧的應(yīng)力突變區(qū)域會產(chǎn)生較大誤差。為減小應(yīng)力場重構(gòu)誤差,在這些應(yīng)力集中與突變區(qū)需要使用更精細(xì)的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

圖12 熱彈塑性模型與應(yīng)力迭代重構(gòu)的殘余應(yīng)力三維分布

圖13 B-B線殘余應(yīng)力結(jié)果對比

本文提出的應(yīng)力迭代法重構(gòu)電弧增材AA7075鋁合金薄壁件殘余應(yīng)力場省去了尋找合適本征應(yīng)變分布的麻煩,直接利用有限實(shí)測應(yīng)力值獲得應(yīng)力分量分布。該方法的優(yōu)點(diǎn)在于避免了求解本征應(yīng)變分量的逆問題,只需要有限的實(shí)測應(yīng)力值就能求解應(yīng)力平衡方程,無需消耗巨大的計(jì)算資源即可重構(gòu)完整的殘余應(yīng)力場。

3 結(jié)束語

本文提出一種通過應(yīng)力迭代重構(gòu)電弧增材AA7075鋁合金薄壁件殘余應(yīng)力場的新方法,基于X射線衍射法測得的有限殘余應(yīng)力值,利用有限元分析中的靜力平衡實(shí)現(xiàn)了電弧增材薄壁件的完整殘余應(yīng)力場重構(gòu),同時(shí)對比了熱彈塑性模型電弧增材仿真結(jié)果,得到以下結(jié)論:

(1)電弧增材制造AA7075鋁合金薄壁件的中心層主要為殘余拉應(yīng)力,且呈對稱分布,在起弧與滅弧區(qū)域發(fā)生應(yīng)力突變。

(2)分別對比實(shí)測值與熱彈塑性模型有限元模擬值,所提方法重構(gòu)的殘余應(yīng)力場精度較高,相對誤差均在10%以內(nèi),證明了應(yīng)力迭代法重構(gòu)電弧增材AA7075鋁合金薄壁件殘余應(yīng)力場的有效性。

(3)將有限的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與靜力平衡相結(jié)合是一種簡單且高效的殘余應(yīng)力場重構(gòu)方法,可用于電弧增材薄壁件的全局殘余應(yīng)力場重構(gòu),但在應(yīng)力集中與突變區(qū)域的重構(gòu)精度較低,今后仍需進(jìn)一步的研究來評估該方法對于電弧增材復(fù)雜幾何構(gòu)件的適用性。